Phân tích khả năng hóa lỏng trong nền cát cho ổn định nền công trình khu vực ven biển tỉnh Bình Định

Hóa lỏng là một thuật ngữ được sử dụng để mô tả một loạt các hiện tượng trong đó cường độ và độ cứng của một trầm tích đất bị giảm do kết quả của việc tạo ra áp lực nước mặc dù có thể xảy ra sự hóa lỏng do tải tĩnh nhưng nó chủ yếu gây ra do động đất.

PHÂN TÍCH KHẢ NĂNG HĨA LỎNG TRONG NỀN CÁT CHO ỔN ĐỊNH NỀN CƠNG TRÌNH KHU VỰC VEN BIỂN TỈNH BÌNH ĐỊNH HỨA THÀNH THÂN*; NGUYỄN NGỌC PHÚC** NGUYỄN VĂN CÔNG*** Analysis of liquefaction capacity of sand in coastal areas Binh Dinh province Abstract: Contents of the paper is about the liquefaction capacity calculation of sand by some methods during earthquakes on the construction sites The liquefaction safety values of sand according to Benouar method is the smallest values and smaller than From that, the correlation is established between the difference for density ΔDr and void ratio Δei with depth in liquefaction sand for earthquake level Keywords: sand foundation, liquefaction safety factor, the peak horizontal ground surface acceleration, volumetric strain, standard penetration test (SPT), earthquakes ĐẶT VẤN ĐỀ * Hóa lỏng thuật ngữ đƣợc sử dụng để mơ tả loạt tƣợng cƣờng độ độ cứng trầm tích đất bị giảm kết việc tạo áp lực nƣớc xảy hóa lỏng tải tĩnh nhƣng chủ yếu gây động đất [12] Một số nhà khoa học nhƣ Seed Idriss (1971) [16], Seed (1983, 1985), Tokimatsu Yoshimi (1983) [7], Ishuhara (1985, 1993), Seed Harder (1990) [1], J Dixit, D.M.Dewaikar, R.S Jangid, (2012) [6], Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, (1980) [17], D.Benouar, E.Yanagisawa, (1992) [3], Japan Road Association (JRA), (2002) [15], Boulanger (2006) [11], Bengt H.Fellenius, (2009) [2] … nghiên cứu tƣợng hóa lỏng động đất đánh giá đề xuất sau đất bị hóa lỏng khung cốt đất cát chƣa phục hồi hết mà phải tiêu tán áp lực nƣớc lỗ rỗng cần thời * ** *** 52 Viện Khoa Học Thủy Lợi Miền Nam Email: huathan020608@gmail.com Khoa Xây Dựng, Trường Cao Đẳng Xây Dựng số 2, TP Hồ Chí Minh Khoa Xây Dựng, Trường Đại Học Quang Trung gian dài để khung cốt đất kết cấu hạt thành phần độ chặt Dr giá trị hiệu chỉnh lƣợng SPT N1,60 N‟1,60 hệ số rỗng e cát xen kẹp trở thời kỳ lịch sử ban đầu hệ số hiệu chỉnh cấp động đất MSF (J Dixit D M Dewaikar R S Jangid, 2012), (Bengt H.Fellenius 2009) (Boulanger 2006) thời gian truyền sóng mặt T (Kramer 1996) vận tốc sóng địa chấn lớp đất Vs (T Imai M Yoshiziwa 1975) hệ số hiệu chỉnh tải Kσ (J Dixit, D.M.Dewaikar, R.S Jangid, 2012) … Tại Việt Nam tiêu chuẩn thiết kế TCXDVN 9386-2012 [14] cho cơng trình chịu động đất TCVN 10304-2014 [13] cho móng cọc có đề cập đến ứng suất cắt tuần hoàn động đất τe hệ số S tỷ số gia tốc cho loại nguy hóa lỏng độ FC đất cát hệ số nhân CM để hiệu chỉnh τ e biểu đồ thực nghiệm quan hệ CRR với giá trị SPT N1,60 chƣa nói r tính giá trị SPT N 1,60, hƣớng dẫn cách xác định hệ số đánh giá hóa lỏng FSlip nhƣ cách cải thiện đất sau bị hóa lỏng ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 Giới hạn báo áp dụng tính tốn ổn định cải biến môi trƣờng đất hạt rời cho cơng trình thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định có xét đến ảnh hƣởng hóa lỏng đất chịu cấp động đất theo chiều sâu CƠ SỞ LÝ THUYẾT TÍNH TỐN 2.1 Hệ số kháng lỏng FSlip cho đất CRR FS lip  CSR Trong đó: FSlip - khơng hóa lỏng đất nền; CRR - số ứng suất cắt tuần hoàn đất hóa lỏng động đất Mw = 5; CSR - số ứng suất cắt tuần hoàn đất hóa lỏng bị động đất 2.1.1 Hệ số kháng lỏng đất theo Seed (1983, 1985) [7] Xác định số ứng suất cắt tuần hoàn (CSR) đất hóa lỏng bị động đất Theo (Seed Idriss 1971) [16] CSR đƣợc xác định:    a    CSR  h ' av  0,65. max .rd  0'  0  g  0  Trong đó: [τh]av - ứng suất cắt tuần hồn trung bình; amax - gia tốc cực đại mặt đất (m/s2); σ0, - áp lực lớp phủ hiệu (1) ứng ban đầu lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu z mơi trƣờng theo Hình tính theo cơng thức rd  1,0  1,60.106.z  42.z  105.z  4200.z  Hệ số giảm ứng suaát, rd 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1,0 2,0 Seed, Idriss (1971) [13]  Chỉ số Chiều sâu bề mặt (m) 0,3 12 16 1,5 1,0 0,5 20 Mw = 5,5 6,5 22 7,5 10 20 30 40 50 60 Chỉ số sệt, Ip 24 Hình Quan hệ nhân tố giảm ứng suất rd độ sâu z (Seed & Idriss, 1971) [16] Xác định CRR Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ N1,60‟ = 29 CN.ERm.NNY/60 (3) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất; C N  9,78 '  với σv‟ (kN/m2) (Liao v Whit man, 1985); ER m - hệ số hiệu chỉnh lƣợng (60%) ER m = 50 ÷ 78; N N Y giá trị hiệu chỉnh kháng bề mặt N NY = ÷ 15 ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 Hình Quan hệ số sệt Ip tỉ số β (Ishihara, 1990)[7] - Nếu hàm lƣợng hạt mịn < 30% N1,60 = N1,60‟ - Nếu hàm lƣợng hạt mịn 30% N1,60 = N1,60‟ β với β - tỉ số sức chống cắt trung bình với sức chống cắt Ip = 5% tra Hình Có N1,60 ≤ 30 giá trị FC với FC hệ số hàm lƣợng độ cát Từ xác định số CRR   h req  0'    f N1,60 tra Hình 53 0,6 FC = 35% 15% 5% 0,4 10 0,3 N 1,60 Chỉ số ứng suất cắt, d 0' 0,5 0,2 0,1 0 10 20 30 Giáù trò SPT, N60 40 50 Hình Đường cong quan hệ số ứng suất cắt,độ FC( ) giá trị SPT N60 (Seed, Tokimastu Yoshimi,1983) [7] 2.1.2 Hệ số kháng lỏng đất theo Ishuhara (1985, 1993) [1] Xác định số ứng suất cắt tuần hồn (CSR) đất hóa lỏng bị động đất tính nhƣ mục 2.1.1 Xác định số kháng cắt tuần hồn (CRR) đất hóa lỏng bị động đất cấp độ động đất CRR = CRRM=7,5.MSF (4) CRRM=7,5 - số kháng tuần hoàn cấp chấn động đất M = 5; MSF - hệ số nhân cho cấp chấn động đất Theo Robertson Fear (1996) xác định CRRM=7,5 với N1,60 ≤ 30: N 95 (5) 100.CRRM 7,5   1,60  34  N1,60 1,3 Giá trị xuyên tiêu chuẩn N1,60‟ N1,60‟ = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (6) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất C N  9,78 '  với σv‟ (kN/m2) (Liao v Whitman, lƣợng búa CE 75 † thuộc vào 54 1985); CE - hệ số hiệu chỉnh rơi CE = ER/60 = 12 † (Nhật); 00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT 10 20 30 Độ FC(%) 40 50 Hình Quan hệ gia tăng SPT ΔN1,60 độ FC(%) [1] giá trị đƣợc Robertson Fear đề nghị: d = 65mm ÷ 115mm CB = 1,00; d = 150mm CB = 1,05 d = 200mm CB = 1,15; Cs - hệ số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh cần khoan z ≤ 3m C R = 0,75; 3m < z < 9m CR = (15 + z)/24 z 9m CR = 1,0 Khi N1,60 > 30 đất khơng hóa lỏng Giá trị ΔN1,60 tăng thêm hàm lƣợng hạt mịn cát Khi FC ≤ 5% ΔN1,60 = 0,0; Khi < FC < 35% ΔN1,60 = 7.(FC-5)/30; Khi FC 35% ΔN1,60 = 7,0 Giá trị N1,60 đƣợc tính: N1,60 = N1,60‟ + ΔN1,60 (7) Giá trị ΔN1,60 tra Hình Xác định hệ số cấp chấn động đất MSF [2] nhƣ sau: Khi Mw < 7,0 MSF = 103,00.MW-3,46 < 3,0 (8.a) Khi Mw < MSF = 102,24.MW-2,56 < 1,5 (8.b) 2.1.3 Hệ số kháng lỏng đất theo Dixit, (2012) [6] Chỉ số ứng suất cắt tuần hồn (CSR) đất hóa lỏng bị động đất Boulanger (2006) [11]: ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017  a   1 (9) CSR  0,65. max . 0' .rd  g     MSF K Trong đó: 65 - hệ số trọng lƣợng quan hệ vòng tròn lập ứng suất có áp lực nƣớc lỗ rỗng trình động đất; a max - gia tốc cực đại phƣơng ngang mặt đất (m/s2); σ0„ áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu môi trƣờng (m); MSF - hệ số tỉ lệ cấp động đất; Kσ hệ số hiệu chỉnh tải đất Giá trị r d đƣợc xác định nhƣ sau:  z  rd  exp  z    z .M w  ;  z   1,012  1,126.sin  5,133  ;  11,73   z   z   0,106  0,118 sin  5,142  ; Mw - cấp động đất; độ sâu z ≤ 34 m  11,28    Mw  MSF - hệ số tỉ lệ động đất Mw < với: MSF  6,9 exp    0,058  1,8     1   0,3 ; pa - áp suất khí K   C ln  v '   1,0 ; C  18,9  17,3.Dr 18,9  2,5507 N1,60  pa  100 kPa; độ chặt đất cát Dr  N1,60 46 Xác định số kháng cắt tuần hồn (CRR) đất hóa lỏng bị động đất cấp độ động đất ' ' ' '    N1,60  N1,60   N1,60   N1,60   CRR  exp      , (10)    23,6   25,4  14 , 126           Giá trị N‟1,60 đƣợc tính: N1,60‟ = N1,60 + ΔN1,60 (11) Xác định giá trị N1,60 nhƣ sau: N1,60 = NSPT.CN.CE.CB.Cs.CR (12) Trong đó: CN - hệ số hiệu chỉnh bề mặt đất  p  C N   a'   1,7 với σ0‟ (kN/m2), pa = 100 0  (kN/m2),   0,784  0,0768 N1,60  0,5 ; CE hệ số hiệu chỉnh lƣợng búa rơi C E = ER/60 = 12 † (Nhật); CE = 0,75 ÷ 1,00 (Mỹ); CB - hệ số hiệu chỉnh phụ thuộc vào đƣờng kính d lỗ khoan thiết bị SPT giá trị đƣợc Robertson Fear đề nghị: d = 65mm † 115mm CB = 1,00; d = 150mm CB = 1,05 d = 200mm CB = 1,15; Cs - hệ số sử dụng thiết bị lấy Cs = 1; CR - hệ số hiệu chỉnh cần khoan z ≤ 3m C R = 0,75; 3m < z < 10m CR = (15 + z)/24 z ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 10m CR = 1,0 Giá trị ΔN1,60 kể đến sức kháng cự lại có vận tốc sóng tác dụng lên thành phần hạt đƣợc xác định thông qua độ FC đất cát nhƣ sau:  9,7  15,7   '  N1,60  exp 1,63    (13)  FC  , FC  ,     Hệ số kháng hóa lỏng FS đƣợc xác định nhƣ sau: CRRM 7,5 FS lip  MSF (14) CSRM 7,5; ' 1 v 2.2 Hệ số kháng lỏng FL cho đất R FL  (15) L Trong đó: FL - sức kháng hóa lỏng; L - tỉ số 55 ứng suất cắt trình động đất; R - tỉ số sức kháng cắt động 2.2.1 Hệ số kháng lỏng đất theo Yasuda (1980) [17] Tỉ ứng suất cắt đất L hậu động đất:   (16) L  K h  0' .rd   0 Trong đó: Kh - hệ số động đất phƣơng ngang với cấp động đất K h  amax g cơng trình cách tâm chấn khoảng 100 km; a max - gia tốc cực đại mặt đất (m/s2); σ0 „ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu môi trƣờng (m) với r d = 1,0 - 15 z với z độ sâu (m) Tỉ số sức kháng cắt động R đất chống lại chấn rung:  0,35  N  R  0,0882 '  0,25 log10   o  0,7  D50  0,04 mm < D50 ≤ mm (17.a) N R  0,0882 '  0,05 0,6 mm <   0,7 D50 ≤ mm (17.b) Trong đó: N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí nghiệm; D50 - Kích cỡ hạt trung bình 50% lọt rây (D50) 2.2.2.Hệ số kháng lỏng đất theo Benouar (1992) [3] FL  Thời gian truyền sóng mặt T (Kramer, 1996) nhƣ sau: H T  4. i (18) Vsi Trong đó: Hi - độ dày lớp đất thứ i (m); Vsi vận tốc sóng địa chấn lớp đất thứ i (m/s); Vsi  97.Ni0,314 theo T Imai M Yoshiziwa (1975); Ni - giá trị SPT trung bình lớp đất thứ i; từ T đƣợc tính nhƣ sau: (19)  T  0,041. H i Ni0,314 Theo phƣơng pháp Kanail hệ số khuếch đại động học DAF đƣợc tính: T DAF     0,674  H i N i0,314 (20) 0,3 Tỉ ứng suất cắt đất L hậu động đất: a DAF    (21) L  max  ' .1  0,15.z  g   0 Trong đó: amax - gia tốc cực đại mặt đất (m/s2); σ0 „ - áp lực lớp phủ hiệu ứng ban đầu lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); σ0 - áp lực lớp phủ toàn phần lớp cát đƣợc xét đến (Mpa); g - gia tốc trọng trƣờng (m/s2), g = 9,81 (m/s2); rd - nhân tố giảm ứng suất thay đổi phụ thuộc độ sâu môi trƣờng (m) với rd = 1,0 - 15 z với z độ sâu (m) Tỉ số sức kháng cắt động R đất chống lại chấn rung tính nhƣ mục 2.2.1 Do hệ số kháng hóa lỏng F L xác định nhƣ sau:   ' R g N   0,0882 '  R  L amax DAF    0,7   1  0,15.z  (22) ΔR - phụ thuộc vào đƣờng kính hạt qua sàn D 50 2.2.3 Hệ số kháng lỏng đất theo Japan Road Association (JRA), (2002) [3] Hiện tƣợng hóa lỏng xảy xảy ba điều kiện sau: độ sâu mực nƣớc nằm khoảng 10m đến 20m tính từ mặt đất; hàm lƣợng hạt mịn FC (d < 075mm) nhỏ 35% số dẻo Ip < 15 trƣờng hợp FC > 35%); 56 kích cỡ hạt trung bình 50% lọt rây (D50) nhỏ 10 mm kích cỡ hạt 10% lọt rây nhỏ 10 mm; cát có hàm lƣợng hạt bụi lớn Tỉ ứng suất cắt đất L hậu động đất tính nhƣ mục 2.2.1 Tỉ số sức kháng cắt động R đất chống lại chấn rung: ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 R  0,0882 Na Na < 14 (23.a) 1,7 R  0,0882 Na 4,5  1,6.10 6.N a  14 Na 1,7 14 (23.b) Trong đó: 1,7.N ; 0% ≤ FC < 10% c1 = 1; 10% ≤ FC < 60%  o'  0,7 FC  40 FC FC  10 ; FC 60% c1  ; c1   ; 0% ≤ FC < 10% c = 0; FC 10% c2  50 20 18 N - giá trị đo đƣợc NSPT từ thí nghiệm; Na; N1 - giá trị hiệu chỉnh N SPT từ thí nghiệm lấy 60%; FC - hàm lƣợng hạt mịn có d < 075 mm (%) N a  c1.N1  c2 N1  2.3 Biến dạng thể tích hạt εv đất hóa lỏng theo Shamoto (1996) [18] Theo Shamotot (1995a 1996a) [18] thay đổi thể tích đất cát sau hóa lỏng thơng qua quan hệ nén Rc hệ số rỗng: e (24) % Rc  ei  emin  Trong đó: ei - hệ số rỗng ban đầu; emin - hệ số rỗng nhỏ nhất; Δe - số rỗng tăng thêm Ngồi Shamtot tìm mối quan hệ Rc biến dạng trƣợt lớn γmax thí nghiệm mẫu cát với độ chặt Dr = 20% † 90% theo phép toán: n Rc  R0  max Trong đó: R0 - hệ số nén ban đầu R0 = 69; n - hệ số mũ n = 725; γmax xác định Hình Biến dạng thể tích rỗng εv cát vƣợt hóa lỏng: e e e n (26)  vr   R0 i  max  ei  ei Trong đó: Dr - độ chặt hạt cát Dr  16 N a ; emax, emin - hệ số rỗng lớn nhỏ nhất; Fc - độ cát Quan hệ nhƣ sau: emax  0,02.FC  1,0 ; emin  0,008.FC  0,6 ; ei  emax  emax  emin .Dr theo Tukimatsu Yoshimi (1982); Hirama (1991) Quan hệ đƣờng cong biến dạng trƣợt lớn γmax với mật độ hạt Dr biến dạng thể tích (25) εv (Ishihara Yoshimine,1992) [96] theo Hình  v (%) 60 Dr = 40% Biến dạng thể tích hóa lỏng, Biến dạng trượt, max (%) 50 40 50% 30 60% 20 70% 80% 10 90% Cát Dr = 40% Hóa lỏng ban đầu 50% 60% 70% 80% 90% 0 1,5 0,5 1,0 Hệ số an toàn, FS 2,0 Hình Đường cong quan hệ biến dạng trượt γmax (%) với hệ số an toàn FS mật độ Dr (Zhang,2004) [12] ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 10 12 Biến dạng trượt, max (%) 14 16 Hình Đường cong biến dạng trượt lớn γmax, mật độ hạt Dr biến dạng thể tích εv (Ishihara Yoshimine,1992) [9] 57 - Cơng trình Plaza Quy Nhơn hạng mục Nhà dân dụng tầng số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo phƣờng Trần Phú, thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định Bảng KẾT QUẢ THÍ NGHIỆM VÀ XÂY DỰNG MỐI TƢƠNG QUAN 3.1 Kết thí nghiệm Thí nghiệm cơng trình thuộc địa bàn TP Quy Nhơn - tỉnh Bình Định Bảng Kết thí nghiệm tiêu lý đất Cơng trình Plaza Quy Nhơn (9 tầng) Lớp đất h (m) ÷ 10 11 ÷ 13 SPT N30 8÷16 γw (T/m3) 1,73 1,72 14 ÷24 10÷20 1,73 > 24 25 1,85 Mực nƣớc ngầm sâu 2,5 mét φ (độ) 29 c (T/m2) 1,0 pc (T/m2) 2400 300 fs (T/m2) 226,7 75 30 16 2,2 3100 2000 300 190 Địa điểm cơng trình thuộc thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định theo TXDVN 9386-2012 [14] vùng cơng trình tƣơng ứng động đất cấp M = gia tốc theo phƣơng ngang lớn bề mặt đất cho loại A a max = 0941 g hệ Hình Quan hệ FSlip hay FL với chiều sâu z M = 6,5 Hệ số kháng hóa lỏng cho phƣơng pháp đƣợc thể Hình phƣơng pháp Ishuhara cho giá trị lớn phƣơng pháp Benouar nhỏ nhỏ Các phƣơng pháp lại cho kết kháng hóa lỏng lớn Hệ số kháng FSlip lớn số SPT N lớn tức độ chặt Dr lớn Lớp đất bùn cát hữu có FSlip < 58 Loại đất Cát hạt trung Bùn cát pha hữu Cát hạt trung Sét pha số S = 3.2 Xây dựng tƣơng quan 3.2.1 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất với cấp động đất M = 6,5 Hình Quan hệ FSlip hay FL với chiều sâu z M = 8,0 phƣơng pháp 3.2.2 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất với cấp động đất M = Xét cấp động đất M = giá trị hệ số kháng hóa lỏng tính theo phƣơng pháp Seed cho giá trị lớn phƣơng pháp Benouar nhỏ nhỏ theo Hình Khi tăng cấp động đất làm cho gia tốc mặt amax theo phƣơng ngang ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 tăng từ amax = 0941 g → 1152 g tƣợng hóa lỏng đất xảy cho phƣơng pháp Dixit Ishuhara Yasuda Benoura phƣơng pháp JRA Seed ổn định tức có hệ số kháng lỏng hai phƣơng pháp lớn Lớp đất bùn cát hữu có FSlip < tính theo phƣơng pháp Chênh lệch giá trị hệ số kháng lỏng cho phƣơng pháp có khác cụ thể độ chênh lệch giá trị hệ số kháng 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % Hình Quan hệ FL với chiều sâu z cho cấp động đất Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất ΔFSlip từ 27 † 50 (M = 5); 25 † 75 (M = 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) 0,29 ÷ 0,63 (M = 0) giá trị chênh lệch giảm dần theo chiều sâu Tại độ sâu nằm vùng thấu kính độ chênh lệch hệ số kháng lỏng lớn tức vùng cải thiện khó trị số xun tiêu chuẩn nhỏ sau hiệu chỉnh đất theo phƣơng pháp 3.4.2 Biến dạng thể tích hạt εv đất hóa lỏng Cấp động đất M lớn phân tố hạt xoay xung quanh lớn gây ứng suất tiếp tăng lên nhiều thành phần mật độ hạt Dr lớn Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% ÷ 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 119 80% (M = 0) Tại độ sâu nằm vùng thấu kính mật độ Dr không thay đổi giá trị ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, JRA) 3.4 Cải tiến đất hóa lỏng động đất 3.4.1 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất với cấp động đất Phƣơng pháp đánh giá hệ số kháng lỏng đất theo Benouar (1992) [55] cho kết đất cát bị hóa lỏng nhanh tức FL ≤ đất bị động đất cấp M = 5; M = 5; M = 7,0 hay M = 8,0 theo Hình Hình 10 Quan hệ Dr với chiều sâu z cho cấp động đất 22 62% Giá trị xuyên tiêu chuẩn lớn độ chênh lệch mật độ nhỏ tức mật độ Dr lớn theo Hình 10 Theo Hình 11 cấp động đất M lớn tƣợng phá vỡ khung kết hạt nhiều phân tố hạt xoay xung quanh di chuyển lớn ứng suất cắt lớn thành phần hạt chèn ép đƣợc xếp lại hệ số rỗng hạt nhỏ Để cải thiện ổn định đất cho cơng trình phải tiến hành cải biến đất làm giảm hệ số rỗng thêm khoảng độ sâu đất bị hóa lỏng cho cấp động đất Kết tính tốn độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5% † 15 47% (M = 5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 0); 17 15% † 26 52% (M = 0) Tại độ sâu nằm vùng thấu kính hệ số rỗng ei khơng thay đổi giá trị 09% Giá trị xuyên tiêu chuẩn lớn độ chênh lệch hệ số rỗng nhỏ 59 Hình 11 Quan hệ ei với chiều sâu z cho cấp động đất Quá trình tăng cấp động đất M làm co nén phân tố hạt theo phƣơng ngang tăng thành phần biến dạng phƣơng đứng thành phần tải thẳng đứng bên có xét thêm phần dao động tải trọng cơng trình tăng theo Hình 12 Độ biến dạng thể tích trung bình theo phƣơng đứng εv 0,054 (M = 5,5); 0,040 (M = 6,5); 0,034 (M = 7,0) 0,006 (M = 8,0) KẾT LUẬN Ở cấp động đất M = hệ số kháng lỏng FSlip theo phƣơng pháp Ishuhara có giá trị lớn phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhỏ Ở cấp động đất M = hệ số kháng lỏng FSlip theo phƣơng pháp Seed có giá trị lớn phƣơng pháp Benourar có giá trị nhỏ nhỏ Độ chênh lệch giá trị hệ số kháng 19,14% ÷ 41,175 (Seed); 57,07% ÷ 71,22 % (Ishuhara); 18,31 (Dixit, Yasuda, Benouar, JRA) Đánh giá hệ số kháng lỏng đất theo Benouar (1992) cho kết FL ≤ nhanh ứng M = 5; M = 5; M = hay M = Độ chênh lệch hệ số kháng lỏng đất ΔFSlip từ 0,27 ÷ 0,50 (M = 5,5); 0,25 ÷ 0,75 (M = 6,5); 0,28 ÷ 0,57 (M = 7,0) 0,29 ÷ 0,63 (M = 8,0) 60 Hình 12 Quan hệ εv với chiều sâu z cho cấp động đất Độ chênh lệch mật độ ΔDr từ 15 95% † 69,90% (M = 5,5); 26,13% ÷ 84,93% (M = 6,0); 30,50% ÷ 91,38% (M = 7,0); 49,74% ÷ 119,80% (M = 8,0) Độ chênh lệch hệ số rỗng Δe từ 5% † 15,47% (M = 5,5); 9,01% ÷ 18,80% (M = 6,0); 10,51% ÷ 20,23% (M = 7,0); 17,15% ÷ 26,52% (M = 8,0) TÀI LIỆU THAM KHẢO Alan F.Rauch, An Emperrical Method for Predicing Surface Displacements sue to Liquefaction Induced Lateral Spreading in Earthquakes, Virginia Polytechnic Institute and State University, Virginia, (1997) Bengt H.Fellenius, Basic of Foundation Design, British Columbia Canada, V8L 3C9, (2009) Benouar D, Yanagisawa E, Soil Liquefaction Potential Evaluation With Use of The Spectrum at Depth, Earthquake Engineering, Rotterdam, ISBN 90 5410 0605, pp 1441 - 1446, (1992) Bozorgnia Y., Bertero V.V., Earthquake engineering, From Engineering Seismology to ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 Performance Based Engineering, CRS Press, pp 39-41, (2004) Công ty CP Tƣ Vấn Thiết Kế Xây Dựng Bình Định Cơng trình Plaza Quy Nhơn, hạng mục Nhà dân dụng tầng, số 10-12-14-16 Đô Đốc Bảo thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định (2009) Dixit J., Dewaikar D.M., Jangid R.S., Assessment of liquefaction potential inde for Mumbai city, Natural Hazards and Earth System Sciences, No.12, pp 2759-2768, (2012) Geotechnical Engineering Bureau, Liquefaction potential of cohensionless soils, New York state Department of Transportation, (2007) http://kenh14.vn/kham-pha/5-tran-dongdat-kinh-hoang-nhat-trong-lich-su20110312021634115.chn Mark Stringer, The Axial Behaviour of Piled Foundation in Liquefiable Soil, Doctor of Philosophy, Department of Engineering, University of Cambridge, pp 9-38, (2011) 10 Nguyễn Viết Trung Nguyễn Thanh Hà Cơ sở tính tốn cầu chịu tải động đất, NXB Giao Thông Vận Tải Hà Nội (2004) 11 I.M.Idriss, R.W Boulanger, Semiempirical Procedures for Evaluating Liquefaction Potential During Earthquakes, Soil Dynamics and Earthquake Enguneering, pp 115 - 130, (2006) 12 Kramer S.L., Evaluation of liquefaction hazards in Washington state, Department of Civil ad Environmental Engineering, University of Washington, pp 1-329, (2008) 13 TCXD 10304-2014, Móng cọc – Tiêu chuẩn thiết kế 14 TCVN 9386-2012, Thiết kế cơng trình chịu động đất 15 Japan Road Association (JRA), Specifications for highway bridges, prepared by Public Works Reseach Institute (PWRI) and Civil Enginneering Reseach Laboratory (CRL), Japan, (2002) 16 Seed, H B., and Idriss, I M., Simplified procedure for evaluating soil liquefaction potential, Journal of Geotechnology Engineering, ASCE, 97(9), pp 1249-1273, (1971) 17 Susumu Yasuda, Ken-ichi Tokida, Soil Liquefaction with Use of Standard Penetration Resistances, Public Works Research Institute, Ministry of Construction, Tsukuba, Japan, pp 387 - 394, (1980) 18 Yasuhiro Shamoto, Jian-Min Zhang, Sigeru Goto, New pproach to Evaluate PótLiquefaction Permanent Deformation in Saturated Sand, World Conference on Earthquake Engineering, ISBN: 08 042822 3, pp 1-8, (1996) Người phản biện: TS TRẦN THƢƠNG BÌNH ĐỊA KỸ THUẬT SỐ 3-2017 61 ... kháng lỏng FSlip cho đất CRR FS lip  CSR Trong đó: FSlip - khơng hóa lỏng đất nền; CRR - số ứng suất cắt tuần hoàn đất hóa lỏng động đất Mw = 5; CSR - số ứng suất cắt tuần hoàn đất hóa lỏng bị...Giới hạn báo áp dụng tính tốn ổn định cải biến môi trƣờng đất hạt rời cho cơng trình thành phố Quy Nhơn tỉnh Bình Định có xét đến ảnh hƣởng hóa lỏng đất chịu cấp động đất theo chiều sâu... 3.4 Cải tiến đất hóa lỏng động đất 3.4.1 Đánh giá hệ số hóa lỏng đất với cấp động đất Phƣơng pháp đánh giá hệ số kháng lỏng đất theo Benouar (1992) [55] cho kết đất cát bị hóa lỏng nhanh tức FL